滨海地区船闸引航道下覆管涵沉降及变形控制研究

潘国华，邹坤壹，阿比尔的，刘明维，孔增增

(1. 杭州交投建设工程有限公司，浙江 杭州 310004； 2. 重庆交通大学 国家内河航道整治工程技术研究中心，重庆 400074)

管涵是将城市污水、雨水进行有序收集、运输和治理的重要基础设施[1]，其由多节混凝土箱体结构构成，具有跨度长等特点。管涵结构可以防止外力荷载、地下水及土壤中的腐蚀性物质与管线接触，增强了内部管线的安全性，但结构本身易受到地基沉降的影响。陈晓伟等[2]基于数值模拟方法对盾构隧道下穿铁路箱涵桥变形进行了研究，发现箱涵结构缝两侧会出现较大的沉降差。陈伟等[3]的研究发现：混凝土箱体不均匀沉降会导致结构缝处止水材料破坏，会出现漏水和结构开裂现象。管涵整体沉降和箱体不均匀沉降过大，都会影响结构的正常使用，因此有必要采取合理的沉降控制措施。

对于滨海软土地区，其地基具有含水量高、强度低、压缩性大等特征，工程中常因软土地基的沉降、失稳而引发工程事故[4]，软土地基下管涵沉降变形及控制问题显得尤为突出。管涵作为城市的基础设施，不可避免地会受到其他环境荷载和在建工程影响，相关学者已对管涵类似结构在车辆荷载、地铁隧道施工荷载下的变形特性进行了研究[5-8]，但在船闸引航道施工中对下覆管涵变形影响及沉降控制的研究较少。笔者依托京杭运河沟通钱塘江第二通道的八堡船闸下覆管涵工程，通过现场监测与数值模拟相结合方法，对滨海软土地区上跨引航道管涵结构在不同施工荷载下的沉降变形规律和桩基处理下的沉降控制效果进行了研究。

1 小应变塑性硬化模型

笔者采用数值模拟方法对滨海地区管涵施工全过程进行仿真模拟。选用合理的土体本构模型和模型参数是提高模型准确性的关键。

在岩土数值计算中，常用的本构模型包括线弹性模型和理想弹塑性模型。线弹性模型遵从虎克定律，其参数仅有弹性模量E和泊松比υ，由于线弹性模型不能考虑土体的塑性变形行为，因此该模型不适用于分析基坑开挖过程中的土体变形。Mohr-Coulomb模型是一种理想弹塑性模型，在岩土工程数值计算中应用广泛，该模型能较好地反应土体的破坏行为，但由于M-C模型只采用单一模量，会高估土体回弹变形，从而影响计算结果准确性[9-10]。基于此，笔者选取塑性硬化模型进行数值分析。

在实际工程中，由于支护结构的作用，周围土体处于小应变状态[9]，土体应力应变关系呈非线性关系，在小应变状态的土体模量较大，并随着剪切应变的增大而减小，呈“S”型[11-12]，如图1。

图1 模量退化曲线和典型应变范围Fig. 1 Modulus degradation curve and typical strain range

(1)

式中：G0为初始剪切模量；v为泊松比；c′为有效黏聚力，kPa；φ′为有效内摩擦角，(°)；σ3为最小压缩主应力，kPa；pref为参考压力，kPa，通常情况下pref=100.0 kPa；m为幂指数，通常情况下m黏土≈1；m沙土≈0.4～0.9。

2 管涵交叉施工模型

2.1 工程概况

京杭运河沟通钱塘江第二通道的八堡船闸下覆管涵工程采用明挖顺作法施工，全长为630 m。管涵采用双舱矩形框架结构，宽14 m，高6.5 m，管涵顶板厚度1.1 m，底板厚度1.2 m，侧板厚度0.7 m，管涵上覆土3.0～11.2 m，约25 m设置一道变形缝，如图2。基坑围护结构主要采用钻孔灌注桩桩+止水帷幕和SMW工法桩，不同桩号段采用不同的围护结构的形式。桩顶设置冠梁，通过加设混凝土支撑和钢支撑来维持管涵基坑的稳定，管涵基坑围护结构断面如图3。

图2 管涵结构断面Fig. 2 Cross section of pipe culvert structure

图3 管涵基坑围护结构断面Fig. 3 Cross section of enclosure structure of foundation pit of pipe culvert

管涵和船闸的相对位置如图4。管涵与在建的八堡船闸下闸首相距130 m，管涵工程和船闸工程均为在建工程，存在时空关系。管涵主体结构施工结束，回填上覆土后，再进行船闸主体结构和引航道段的开挖，引航道底部距管涵上顶板2.6 m。

图4 管涵与八堡船闸的相对关系Fig. 4 The relative relation between pipe culvert and Babao Ship Lock

管涵上覆引航道两侧采用重力式挡墙结构，位于桩号K0+130～K0+160和K0+260～K0+285段，后方用填土进行回填，如图5。为避免引航道两侧箱体受堆载作用产生过大的沉降，引航道下覆管涵地基采用桩径为1 000 mm，横向间距为4 m，纵向间距为5 m的钻孔灌注桩进行加固，桩基处理深度为20 m。

图5 管涵下穿航道段Fig. 5 The pipe culvert crossing the channel section

2.2 模型建立

笔者基于FLAC3D有限差分软件，建立了三维数值分析模型，计算了管涵结构在整个交叉施工过程中沉降变形的规律。以K0+000～K0+317.5段管涵作为研究对象，其中K0+160～K0+265段为引航道开挖段，模型深度为70 m。管涵基坑开挖宽度为14 m，基坑深度为9.5～17.7 m，为消除模型边界对计算结果的影响，基坑两侧宽度为50 m，整个有限元模型尺寸为317.5 m×114 m×70 m。模型四周采用面上位移约束来限制其水平方向位移，地表为自由边界，底部为固定边界，如图6。模型网格采用四面体型，对管涵及附近土体的网格采取增大单元划分密度，提高计算精度；对模型四周和底部采取增大单元划分密度，在保证计算精度情况下节省计算时间，提高计算效率。

图6 三维数值分析模型Fig. 6 Three-dimensional numerical analysis model

2.3 材料本构模型及参数选取

土体材料使用小应变塑性硬化模型，土体参数及地质勘探见文献[13]。围护结构主要由SMW工法桩、钻孔灌注桩和水泥搅拌组成，围护桩采用实体单元模拟，采用线弹性模型[14]。管涵主体材料为C35混凝土，与周围土体相比，其材料刚度较大，因此管涵结构也采用线弹性模型。

管涵结构缝处的止水材料强度较低，不考虑止水材料对两侧箱体的约束作用。管涵外壁与土体及围护结构之间通过interface单元来建立接触关系；管涵基坑内部支撑结构和底部桩基采用结构单元，其中支撑结构采用beam单元，桩基采用pile单元；结构单元中的节点(node)可与周围的实体网格(zone)或其他结构节点建立连接(link)。通过连接实现结构和岩土体(结构)，与其它结构相互作用[15]，采用简单单元形式便可对复杂结构体进行模拟。

通过面积换算水泥土和型钢的等效模量，得到SMW工法桩的弹性模量和密度参数[16]。相关材料的物理力学参数见表1、表2。

表1 土体物理力学性质参数Table 1 Physical and mechanical property parameters of soil mass

表2 结构材料物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters of structural materials

3 模型计算结果与讨论

3.1 模型计算工况

整个管涵施工主要包括管涵基坑开挖、上覆土回填和引航道开挖等。为分析管涵结构在整个施工过程的沉降变形规律，笔者建立的模型计算工况如表3。

工况1为地应力平衡，通过该步骤对模型赋予初始的地应力状态；工况2～工况4为管涵结构的施工过程，是从基坑开挖、管涵结构施工和管涵基坑回填的整个过程；工况5～工况6为管涵后续所受的施工荷载作用，包括挡墙施工和上覆引航道开挖。目前管涵工程已经完成上覆土回填工作(工况4)，引航道段施工尚未进行，笔者采用数值模拟方法对管涵整个施工过程进行模拟，并分析管涵结构在不同施工荷载下的变形效应。

表3 模型计算工况Table 3 Model calculation condition

3.2 模型验证

地应力平衡后，对管涵基坑开挖部分赋予“空模型”，通过激活beam单元来实现基坑开挖和支撑的过程。激活K0+130～K0+160和K0+265～K0+290段基坑底部的pile单元实现该处的桩基处理过程；导入管涵模型于基坑底部，采用interface单元模拟管涵结构与四周模型接触。

图7为工况3下的沉降位移云图。在管涵自重作用下，模型出现了整体沉降，基坑边缘地表沉降最大，土体位移主要集中于管涵结构和基坑附近；随离基坑距离增加，地表沉降逐渐减小，在模型边缘处地表沉降量量级在10～4 mm，沉降量较小证明了模型边界范围选取合理。

图7 模型沉降位移云图Fig. 7 Model settlement displacement nephogram

3.2.1 围护结构水平位移

围护结构在主动土压力和管涵荷载的作用下产生水平位移的实测和数值模拟结果如图8。其中：管涵基坑底部开挖面对应图8(a)的-9.5 m和图8(b)的-14.3 m处。由图8可知：底部开挖面以下，围护结构受被动土压力作用水平位移较小；底部开挖面以上，围护结构水平位移较大，且最大水平位移位于开挖面附近[17]，数值模拟结果与实测结果一致，并在数值上拟合程度较好。两条位移曲线在围护结构顶端存在差异(图3)，顶端采用混凝土支撑对两侧围护结构水平位移进行约束，对于多道内支撑体系基坑，围护结构水平位移主要呈抛物线型位移和组合位移[18]，数值模拟结果与理论相符。实测围护结构端部有较大的水平位移，考虑可能是现场施工导致混凝土支撑未充分发挥其支撑作用，位于-5.1 m处的第二道钢支撑对两侧围护结构水平位移进行了约束，控制围护结构不产生过大的水平位移。

图8 围护结构水平位移Fig. 8 Horizontal displacement of enclosure structure

3.2.2 地表沉降

地表沉降现场实测结果和数值模拟如图9。由图9可知：地表沉降呈凹槽型，最大沉降在基坑边缘附近。K0+000～K0+075段现场实测地表沉降，随着距基坑距离增加，地表沉降逐渐减小，与数值模拟结果拟合较好；K0+150～K0+275段数值模拟结果稍大于现场实测结果。这两种结果的地表沉降变化趋势一致，拟合程度能较好验证了计算模型的合理性。

图9 地表沉降Fig. 9 Surface settlement

3.3 堆载作用下管涵变形效应

3.3.1 上覆荷载作用下的管涵不均匀沉降规律

图10为在基坑回填土和上覆引航道挡墙作用下的沉降变形曲线。

图10 无桩基处理下管涵沉降位移Fig. 10 Settlement displacement of pipe culvert without pile foundation treatment

由图10可知：工况4中，管涵受上覆回填土影响会产生较大沉降，其中K0+100～K0+317.5段箱体沉降较大，平均沉降量为63.8 mm；工况5中，经过上覆引航道挡墙施工后，K0+100～K0+317.5段箱体沉降继续增大，引航道挡墙下覆箱体的沉降最大为84.6 mm。根据规范要求[19-21]，对于中、低压缩性土，管涵平均允许沉降量为60 mm[3]。管涵在工况4、5的堆载作用下平均沉降量都大于允许值，故需对管涵沉降进行控制。

3.3.2 桩基处理下管涵沉降变形规律

为避免箱体受堆载作用产生过大沉降，对引航道下覆管涵地基采用钻孔灌注桩进行加固，桩径为1 000 mm，桩长为20 m，横向间距为4 m，纵向间距为5 m。图11为地基处理加固下管涵的整体沉降变形曲线。

图11 地基加固下管涵沉降位移Fig. 11 Settlement displacement of pipe culvert under foundation reinforcement

由图11可知：K0+000～K0+100段管涵上覆填土较浅，所受堆载较小，沉降相对均匀，沉降量为30～45 mm；K0+100～K0+317.5段箱体出现不均匀沉降，其中K0+130～K0+160和K0+265～K0+290段地基有桩基加固，该处箱体沉降较小，沉降量约为20 mm；K0+160～K0+185和K0+240～K0+265段箱体因地基处理存在差异从而产生较大的不均匀沉降，不均匀沉降量分别为66.0、67.9 mm。与无桩基处理下管涵结构的沉降相比，对挡墙下部管涵地基进行桩基处理可减小结构沉降。

对管涵廊道内部进行观测发现：结构缝处两侧箱体存在沉降差，笔者对管涵底板四个腋角处结构缝沉降差进行了统计。图12为箱体结构缝处沉降差的数模计算值与实测平均值。

图12 箱体结构缝的沉降差Fig. 12 Settlement difference of box structure joint

由图12可知：K0+025、K0+050和K0+075处结构缝沉降差较小，这是因为K0+000～K0+100段的箱体沉降相对均匀，数值模拟结果与现场实测结果接近；沉降差最大位置均出现在K130处，现场实测结果稍大于数值模拟结果，但整体趋势一致。数模结果显示：K0+100、K0+165和K0+240处的结构缝沉降差均较大，且位于地基处理差异处，这说明了沉降差伴随着箱体的不均匀沉降出现，且箱体不均匀沉降越大，箱体结构缝处的沉降差越大。

3.4 引航道开挖卸载下管涵沉降变形效应

3.4.1 引航道开挖下管涵整体沉降规律

工况6为上覆引航道段开挖过程，其开挖深度为8.5 m，横向长度为114 m，纵向长度为115 m。计算时，引航道延横向均分为6段开挖，每段开挖长度延模型横向为19 m。图13为引航道开挖下管涵的沉降变形，引航道段土体开挖卸载对K0+000～K0+100段箱体影响较小，该段沉降均匀；对K0+100～K0+317.5段箱体的影响较大。其中K0+100～K0+160和K0+265～K0+317.5段箱体受上覆挡墙和墙后回填土作用，在引航道开挖后沉降有所增加；K0+160～K0+265段箱体位于引航道正下方，在开挖过程中产生了向上的位移。

图13 引航道开挖下管涵沉降变形Fig. 13 Settlement deformation of pipe culvert under excavation of approach channel

K0+160～K0+265四段箱体的平均沉降，如图14。各箱体随引航道开挖卸载作用，沉降均表现为向上的位移。在引航道第3、4段开挖时，箱体沉降变化最显著，说明航道开挖段距离箱体越近，箱体受到的开挖卸载影响越大，管涵回弹变形越大。

图14 引航道下方箱体平均沉降Fig. 14 Average settlement of box under approach channel

3.4.2 引航道段开挖下箱体沉降差

引航道开挖后箱体结构缝处的沉降差如图15。沉降差最大位置是K0+130处，为11.4 mm；与工况4相比，各结构缝处的沉降差均有所减小，随着引航道土体卸载作用，管涵不均匀沉降得到减缓，从而减小了箱体结构缝处的沉降差。

图15 引航道开挖下箱体结构缝沉降差Fig. 15 Settlement difference of box structure joint under approach channel excavation

4 结 论

1)笔者建立了滨海地区综合管涵与内河大型水运设施交叉施工的分析模型，利用小应变塑性硬化模型，实现了管涵施工全过程仿真模拟，数值模拟计算结果与实测结果拟合良好。

2)在上覆回填土和引航道挡墙荷载作用下，下沙路管涵平均沉降量超过允许值60 mm，需要对管涵的变形进行控制。

3)采用灌注桩进行地基处理后，管涵整体沉降明显减小，但地基处理差异段箱体会产生不均匀沉降，结构缝会出现沉降差现象；受到引航道开挖卸荷影响，箱体不均匀沉降和结构缝处沉降差均减小，有利于管涵稳定性。航道开挖段距离管涵越近，箱体受到的开挖卸载影响越大，管涵回弹变形越大。